Проектирование здания цеха по выпуску мини-тракторов

125,3

2154,42154,42154,4

-19,1

-19,4

-19,4

Дополнительное

сочетание

нагрузок

Постоянная + все временные в невыгоднейшем сочетании, умноженные на

коэффициент сочетаний 0,9

Мmax

Мmin

Nmax

7,15

-104,6

7,15

1732

1732

1721

69,1

-22,6

69,1

891

891

892

-199,1

-256,1

-136,1

1815

1815

1815

58,8

-59

73,5

1381,9

1720

2613

9

4,14

4,14

281,7

-44,1

370

2393

2098

2815

-17,2

19,8

13

174,3

68,7

174,3

1718

2150

2829

12,9

19,8

-18,9

21

4.6 Расчет прочности двухветвевой колонны среднего ряда

Данные для расчета сечений

бетон тяжелый класса В25, подвергнутый тепловой обработке при атмосферном давлении;

R_b=14,5 МПа - осевое сжатие бетона; [1, прил. I и IV]

R_bt=14,5 МПа - осевое растяжение бетона; [1, прил. I и IV]

E_b=310³ МПа- модуль упругости бетона; [1, прил. I и IV]

арматура класса А-III, d>10 мм;

R_s=365 МПа - расчетное сопротивление растяжению продольной арматуры;

R_sс=365 МПа - расчетное сопротивление сжатию продольной арматуры;

E_s=2,110⁵ - модуль упругости стали; [1, прил. I и IV]

В данном расчете колонна рассчитывается в сечениях 1-0 и 2-1.

Сечение 1-0 на уровне оголовка колонны

Сечение колонны b х h=50 x 90 см при защитном слое a'=4 см.

Полезная высота сечения h₀=86 см.

В сечении 1-0 действуют три комбинации усилий.

Таблица 4 Комбинации расчетных усилий

Усилие	Первая	Вторая	Третья
М, кНм N, кН	58,8 1391,9	59 1720	73,5 2613

Усилия от продолжительного усилия нагрузки:

М_l=0 кНм, N_l=1381,9 кН

Расчет должен выполняться на все три комбинации усилий и расчетное сечение симметричной арматуры А_s=A_s' принимается наибольшее.

В данном проекта расчет выполнен только по третьей комбинации усилий (как наихудший случай нагружения).

Расчет по первой комбинации усилий

Эксцентриситет:

e_o=M/N=7350/2613=2,8 см.

Расчетная длина сборных ж/б колонн зданий с мостовыми крановыми нагрузками для надкрановой части с учетом крановой нагрузки: [1, табл.XIII.1]

l_o=2H₂=24,2=8,4 м.

Радиус инерции сечения в плоскости эксцентриситета продольной силы:

.

Гибкость:

=l_o/i=840/26=32>14.

Требуется учесть влияние прогиба элемента на прочность [1, глава IV]

Условная критическая сила:[1, IV.19]

,

где

- момент инерции бетонного сечения;

_sp=1;

- коэффициент, учитывающий влияние длительного прогиба на элемент в предельном состоянии;

М_1l=М_l+N_l(h_o-a')/2=0+1381,9(0,86-0,04)/2=567 кНм [1, стр.182]

=1 - для тяжелого бетона; [1, табл.VI.2]

М=М+N(h_o-a')/2=180+2613(0,86-0,04)/2=1144,8 кНм; [1, стр.182]

=e_o/h=0,14/0,9=0,16; [1, VI.23]

_min=0,5-0,01l_o/h-0,01R_bb2=0,5-0,018,4/0,9-0,0114,51,1=0,25.

Принято =0,25 по максимальному значению.

=E_s/E_b=210000/30000=7;

J_s=bh_o(0,5h-a)²=0,0045086(0,590-4)²=28913 см² - приведенный момент инерции сечения арматуры, вычисляемый относительно ц.т. бетонного сечения;

=0,004 - процент армирования (предварительный).

Коэффициент:

.

Эксцентриситет:

e=e_o+0,5h-a=2,81,1+0,590-4=44 см.

При условии, что А_s=А_s', высота сжатой зоны бетона:

.

Относительная высота сжатой зоны бетона:

=х/h₀=32,8/86=0,38.

Граничное значение относительной высоты сжатой зоны бетона:

, [1, II.4]

где =0,85-0,008 R_bb2=0,85-0,00814,51,1=0,72;

_s1=R_s=365 МПа;

Имеем случай =0,38 < _y=0,55.

При симметричном армировании: [1, IV.38]

Площадь армирования А_s=A_s' назначается по конструктивным соображениям:

A_s=0,002bh₀=0,0025086=8,6 см².

Принято 320 A-III с A_s=9,42 см².

Проверка необходимости расчета надкрановой части колонны в плоскости, перпендикулярной плоскости изгиба:

расчетная длина: [1, табл.XIII.1]

l_o'=1,5H₂=1,54,2=6,3 м.

радиус инерции сечения в плоскости эксцентриситета продольной силы:

.

гибкость:

'=l_o'/i'=630/14,4=43,8>=32, требуется учесть влияние прогиба элемента на прочность [1, глава IV]

эксцентриситет:

e_o=е_а+0,5(h₀-a')=1,68+0,5(46-4)=22,7 см. [1, VI.1]

где е_а - случайный эксцентриситет, определяется как max из значений: [1, стр.17]

е_а=1/30h=50/30=1,68 см;

е_а=1/600H=420/600=0,7 см;

е_а=1 см.

Принято е_а=1,68 см.

М_1l=М_l+N_lе₀=0+1381,90,227=313,7 кНм; [1, стр.182]

М=М+Nе₀=0+26130,227=593,2 кНм; [1, стр.182]

=1 - для тяжелого бетона; [1, табл.VI.2]

;

=e/h=1,68/50=0,034;[1, VI.23]

_min=0,5-0,01l_o/h=0,5-0,01630/50=0,37.

Принято =0,37.

=7.

.

Минимальное армирование:

A_s=A_s'=0,002bh₀=0,0025090=9 см².

Зададимся площадью арматуры:

A_s=A_s'=12,56 см² - 420 А-III, тогда

.

.

.

е=e_o+0,5h-a=1,685,2+(50/2-4)=29,7 см.

.

'=a'/h₀=4/46=0,087.

Армирование принимается конструктивно 420 A-III [1, стр.669]

1.1.18 Сечение 2-1 в заделке колонны

Высота всего сечения двухветвевой колонны 160 см.

Сечение колонны b х h=50 x 25 см при защитном слое a'=4 см.

Полезная высота сечения h₀=21 см.

Расстояние между осями ветвей=135 см.

Расстояние между осями распорок при четырех панелях:

s=H₁/n=7,95/4=2 м.

Высота сечения распорки: 40 см.

В сечении 2-1 действуют три комбинации усилий.

Таблица 5 Комбинации расчетных усилий

Усилие	Первая	Вторая	Третья
М, кНм N, кН Q, кН	174,3 1718 12,9	68,7 2150 19,8	174,3 2829 -18,9

Усилия от продолжительного действия нагрузки:

М_l=0 кНм, N_l=1674,2 кН, Q_l=0 кН. Расчет выполнен только по третьей комбинации усилий (как наихудший случай нагружения).

Расчет по третьей комбинации усилий

Расчетная длина подкрановой части колонны с учетом крановой нагрузки во всех комбинациях: [1, табл.XIII.1]

l_o=Н₂=1,5H₁=1,57,95=11,9 м.

Приведенный радиус инерции сечения двухветвевой колонны в плоскости изгиба: [1, XIII.35]

.

.

Приведенная гибкость сечения:

_red=l_o/r_red=1,57,95/0,72=17>14, следовательно, необходимо учесть влияние прогиба элемента на его прочность.

Эксцентриситет:

e_o=M/N=17430/2829=6,2 см.

Момент инерции:

.

М_1l=М_l+N_lс/2=0+1674,21,35/2=1130 кНм; [1, стр.182]

М=М+Nс/2=1174,3+28291,35/2=2083,9 кНм;[1, стр.182] =1 - для тяжелого бетона;[1, табл.VI.2]

- коэффициент, учитывающий влияние длительного прогиба на элемент в предельном состоянии;

=e_o/h=6,2/135=0,05 [1, VI.23]

_min=0,5-0,01l_o/h-0,01R_bb2=0,5-0,0111,9/1,35-0,0114,51,1=0,25.

=0,05>_min=0,25.

Принято =0,25.

_sp=1;

=E_s/E_b=210000/30000=7;

=0,004 - процент армирования;

J_s=2bh_o(0,5с-a)²=20,0015021(0,5135-4)²=84677 см² - приведенный момент инерции сечения арматуры, вычисляемый относительно ц.т. бетонного сечения.

Условная критическая сила:[1, IV.19]

.

Коэффициент:

.

Усилие в ветвях колонны по формуле: [1, XIII.33]

.

N_br1=3267 кН, N_br2=-437 кН.

Момент в ветви:

М_br1=Qs/4=18,71,99/4=9,4 кНм.

Эксцентриситет:

e_o=M/N+е_а=9,410²/2829+1=1,33 см, [1, VI.1]

где е_а - случайный эксцентриситет, определяется как max из значений: [1, стр.17]

(1) е_а=1/30h=25/30=0,833 см;

(2) е_а=1/600s=199/600=0,33 см;

(3) е_а=1 см.

Поскольку е₀>e_a, то в расчет принимаем max значение е_a=1,33 мм

e_a+h/2-a=1,33+21/2-4=7,83 см.

Подбор сечений ведется по формулам [1, XVIII.1 - XVIII.4]

Определяются значения:

.

.

- возможно принятие А_s=А_s' конструктивно по min проценту армирования.

'=a'/h_o=4/21=0,19.

Расчетный случай =1, 5 > _y=0,55.

При симметричном армировании: [1, VI.38]

.

Коэффициент армирования:

=240,7/5021=0,08,

отличается от ранее принятого =0,012=0,02, что подтверждает =-0,05<0.

Поэтому, не выполняя следующее приближение, снижаем площадь армирования до А_s=15 см²,

при этом

=215/5021=0,028 - что является приемлемым процентом армирования.

Принято 422 А-III с A_s=A_s'=15,2 см².

1.1.19 Проверка необходимости расчета подкрановой части колонны в плоскости, перпендикулярной плоскости изгиба:

расчетная длина: [1, табл.XIII.1]

l_o=0,8H₁=0,87,95=6,36 м.

радиус инерции сечения в плоскости эксцентриситета продольной силы:

.

гибкость:

=l_o/i=636/14,4=44,1>_red=22,7, требуется учесть влияние прогиба элемента на прочность [1, глава IV]

эксцентриситет:

e_o=е_а+0,5(h₀-a')=1,68+0,5(46-4)=22,7 см. [1, VI.1]

где е_а - случайный эксцентриситет, определяется как max из значений: [1, стр.17]

(1) е_а=1/30h=25/30=0,833 см;

(2) е_а=1/600H=1190/600=1,68 см;

(3) е_а=1 см.

Принято е_а=1,68 см.

М_1l=М_l+N_lе=0+1674,20,227=380 кНм [1, стр.182]

М=М+Nе=174,3+28290,227=816,5 кНм; [1, стр.182]

=1 - для тяжелого бетона; [1, табл.VI.2]

;

=e/h=1,68/50=0,034 [1, VI.23]

_min=0,5-0,01l_o/h=0,5-0,01636/50=0,37

Принято =0,37.

=7.

.

Минимальное армирование:

A_s=A_s'=20,002bh₀=20,0025025=5 см².

Зададимся площадью арматуры:

A_s=A_s'=12,56 см² - 420А-III, тогда

.

.

.

е=1,681,2+(50/2-4)=23 см.

.

'=4/46=0,087.

Армирование принимается конструктивно 420A-III [1, стр.669]

Расчет промежуточной распорки

Изгибающий момент в распорке:

М_ds=Qs/2=-18,92/2=-18,9 кНм.

Сечение распорки прямоугольное:

b=50 см, h=40 см, h₀=40 см.

Площадь армирования:

.

Принято:

314 А-III с A_s=4,6 см².

Поперечная сила в распорке:

Q_ds=2М_ds/c=218,9/1,35=28 кН.

Q=_b4b2R_btbh_o=0,61,11,0510²5036=124740 Н=125 кН.

Т.к. Q=125 кН > Q_ds=62,8 кН, поперечная арматура назначается конструктивно d_w=6 мм класса A-I с шагом s=150 мм.

4.7 Расчет колонны крайнего ряда

Рассчитать внецентренно сжатую колонну сечением 800х500 (подкрановая часть), 600х500 (надкрановая часть).

Сечение 1-2 на уровне верха консоли колонны (по max значениям сочетаний)

Продольная сила N_max=1732 кН.

Изгибающий момент М_max=104,6 кНм.

Изгибающий момент от продолжительного действия М_l=93,2 кНм.

Продольная сила от продолжительного действия N_l=1130,5 кН.

Расчетная длина сборных ж/б колонн зданий с мостовыми крановыми нагрузками для подкрановой части с учетом крановой нагрузки: [1, табл.XIII.1]

l_o=2H₁=1,57,95=11,9 м.

Эксцентриситет:

e₀=e_a+e_op,

где е_а - случайный эксцентриситет(max из значений):

(1) е_а=1/30h=80/30=2,7 см;

(2) е_а=1/600H=119/600=0,2 см;

(3) е_а=1 см.

Принято е_а=2,7 см.

e_op расчетный эксцентриситет:

e_op=М_max/N=10460/1732=6 см

e₀=e_a+e_op=2,7+6=8,7 см.

Гибкость элемента:

> =10 - элемент гибкий, требуется учет продольного изгиба.

Коэффициент продольного изгиба:

,

условная критическая сила:



- момент инерции бетонного сечения;

_sp=1;

- коэффициент, учитывающий влияние длительного прогиба на элемент в предельном состоянии;

М_1l=М_l+N_l(h_o-a')/2=93,2+1130,5(0,76-0,04)/2=500 кНм [1, стр.182]

=1 - для тяжелого бетона; [1, табл.VI.2]

М=М_max+N_max(h_o-a')/2=104,6+1732(0,76-0,04)/2=728 кНм; [1, стр.182]

=e_o/h=8,7/80=0,11; [1, VI.23]

_min=0,5-0,01l_o/h-0,01R_bb2=0,5-0,0111,9/0,8-0,0114,51,1=0,19.

Принято =0,19 по максимальному значению.

=E_s/E_b=210000/30000=7;

J_s=bh_o(0,5h-a)²=0,015076(0,580-4)²=49248 см² - приведенный момент инерции сечения арматуры, вычисляемый относительно ц.т. бетонного сечения;

=0,01 - процент армирования (предварительный).

.

Эксцентриситет с учетом продольного изгиба:

e=e₀=8,71,2=10,4 см > 0,3h₀=0,376=22,8 см.

Второй случай внецентренного сжатия (случай малых эксцентриситетов).

Граничное значение относительной высоты сжатой зоны бетона:

, [1, II.4]

где =0,85-0,008 R_bb2=0,85-0,00814,51,1=0,72;

_s1=R_s=365 МПа.

Значение А_0max=_y(1-0,5_y)=0,55(1-0,50,55)=0,4.

Определение требуемой площади сжатой арматуры:

[5, 4.37]

Сжатая арматура по расчету не требуется и назначается по конструктивным соображениям.

Определение требуемой площади рабочей арматуры:

. [5, 4.23]

Армирование сечения несимметричное, принято:

622 АIII c A_s=20,7 см².

Армирование приводится в графической части проекта.

Сечение 2-1 на уровне заделки в фундамент (по max значениям сочетаний)

Продольная сила N_max=1815 кН.

Изгибающий момент М_max=256,1 кНм.

Изгибающий момент от продолжительного действия М_l=1213 кНм.

Продольная сила от продолжительного действия N_l=124,7 кН.

Расчетная длина сборных ж/б колонн зданий с мостовыми крановыми нагрузками для подкрановой части с учетом крановой нагрузки: [1, табл.XIII.1]

l_o=2H₁=1,57,95=11,9 м.

Эксцентриситет, гибкость элемента коэффициент продольного изгиба,

условная критическая сила смотреть расчет по сечению 1-2.

.

Второй случай внецентренного сжатия (случай малых эксцентриситетов).

Определение требуемой площади сжатой арматуры:

. [5, 4.37]

Сжатая арматура по расчету не требуется.

Определение требуемой площади рабочей арматуры:

[5, 4.23]

Армирование сечения несимметричное, принято аналогично сечению 1-2:

622 АIII c A_s=20,7 см².

Армирование приводится в графической части проекта.

4.8 Расчет фундамента под среднюю двухветвевую колонну

Исходные данные для проектирования

- грунты основания - супеси;

- условное расчетное сопротивление грунта - R₀=0,25 МПа;

- бетон тяжелый класса В12,5;

- R_bt=0,66 МПа;

- арматура из горячекатаной стали - А-II;

- R_s=280 МПа;

- вес единицы объема материала фундамента и грунта на его обрезах -

=20 кН/м³;

- расчет проводится по первой комбинации расчетных усилий в
сечении 2-1:

M=174,3 кНм; N=2829 кН; Q=-18,9 кН.

Нормативное значение усилий определено делением расчетных усилий на усредненный коэффициент надежности по нагрузке, =1,15 кН/м³, т.е.:

M_n=174,3/1,15=151,6 кНм;

N_n=2829/1,15=2460 кН;

Q_n=-18,9/1,15=16,4 кН. (знак при дальнейшем расчете упускаем).

1.1.20 Определение геометрических размеров фундамента.

Глубина стакана фундамента принята 130 см, что не менее:

(1) H_an > 0,5+0,33h=0,5+0,331,6=1,03 м; [1, XII]

(2) H_an > 1,5b_col=1,50,5=0,75 м;

(3) H_an > 30d=302,2=66 cм,

где d=2,2 см - диаметр продольной арматуры колонны.

Расстояние от дна стакана до подошвы фундамента должно быть не менее 250 мм.

Полная минимально требуемая высота фундамента:

Н=1300+250=1550 мм.

Принятая высота фундамента из условия глубины промерзания грунта 2000 мм:

Н=2100 мм (кратно 300 мм).

Глубина заложения фундамента при расстоянии от планировочной отметки до верха фундамента 150 мм:

Н₁=2100+150=2250 мм.

Фундамент проектируется двухступенчатый - высота ступеней - 400 мм, с удлиненным подколонником, армированным пространственным каркасом, и нижней ступенью, армированной двойной сеткой.

Предварительная площадь подошвы фундамента:

,

где 1,05 - коэффициент, учитывающий наличие момента.

Назначаем отношение сторон b/a=0,8,

где;

b=0,84=3,2 м.

Принято:

a x b=4 x 3,2 м.

Требуемая площадь подошвы фундамента:

А=4 x 3,2=12,7 м².

Момент сопротивления:

.

Нормативное давление на грунт основания:

,[1, стр.702]

где b=1 м; h₁=2 м - фиксированная ширина и глубина фундамента; [1, стр.347]

k=0,1 - для супесей.

Определение краевого давления на основание (первое приближение)

Изгибающий момент в уровне подошвы:

M_nf=M_n+Q_nH=151,6+16,42,1=186 кНм [1, стр.702]

Нормативная нагрузка от веса фундамента и грунта на его обрезах:

G_n=abH_fn=43,22,25200,95=548 кН [1, стр.702]

При условии, что:

.

.

.

Судя по проведенным расчетам, возможно уменьшение размеров фундамента.

Назначаем площадь подошвы фундамента:

А=a x b=3,6 x 3=10,8 м².

Момент сопротивления:

.

Нормативное давление на грунт основания:

, [1, стр.702]

где b=1 м; h₁=2 м - фиксированная ширина и глубина фундамента; [1, стр.347]

k=0,1 - для супесей.

Определение краевого давления на основание (второе приближение)

Изгибающий момент в уровне подошвы:

M_nf=M_n+Q_nH=151,6+16,42,1=186 кНм [1, стр.702]

Нормативная нагрузка от веса фундамента и грунта на его обрезах:

G_n=abH_fn=3,632,25200,95=462 кН [1, стр.702]

При условии, что:

.

.

.

Расчет арматуры фундамента

Напряжение в грунте под подошвой фундамента в направлении длинной стороны а без учета веса фундамента и грунта на его уступах от расчетных нагрузок:

p_max=N/A+M_f/W=2829/10,8+214/6,5=295 кН/м².

p_max=N/A-M_f/W=2829/10,8-214/6,5=229 кН/м².

где M_f=М+QH=174,3+18,92,1=214 кНм.

Расчетные изгибающие моменты:

- в сечении I-I

M_I-I=1/24(a-a_i1)²(p_i-i+2p_max)b=1/24(3,6-3)²(290+2295)3=39,6 кНм=

=39,610⁵ Нсм, [1, стр.702]

где a_i1=3 м - по рисунку;

[1, стр.702]

- в сечении II-II

M_II-II=1/24(a-a_i2)²(p_i-i+2p_max)b=1/24(3,6-2,2)²(282+2295)3=213,6 кНм=

=213,610⁵ Нсм,

где a_i2=2,2 м;

;

Требуемое сечение арматуры:

[1, стр.703]

где h₀=40-5=35 см - рабочая высота ступени.

.

Принято 1218 А-II c А_s=30,5 см².

Процент армирования:

.

Арматура, укладываемая параллельно меньшей стороне фундамента определяется по изгибающему моменту в сечении IV-IV:

M_IV-IV=1/8b²pa=1/83²4213,6=1705 кНм [1, стр.703]

.

Принято 1418 А-II c А_s=35,6 см².

Процент армирования:

.

Рисунок 9 - К расчету фундамента

4.9 Расчет стропильной фермы

Исходные данные

Ферма проектируется предварительно напряженной на пролет 30 м, цельной при шаге колонн 12 м.



Рисунок 10 - Расчетная схема фермы пролетом 30 м.

- напрягаемая арматура растянутого нижнего пояса и четвертого раскоса - канаты К-7 диаметром 15 мм с натяжением на упоры:

R_sn=1290 МПа - нормативное сопротивление;

R_s=1080 МПа - сопротивление растяжения;

R_{s, ser}=1290 МПа - сопротивление сжатия;

E_s=1,810⁵ МПа - модуль упругости;

- ненапрягаемая арматура сжатого верхнего пояса и остальных элементов решетки - А-III:

R_sc=R_s=365 МПа - d>10 мм;

E_s=210⁵ МПа - модуль упругости стали А-III;

- хомуты класса А-I;

- бетон тяжелый класса В-35:

R_b=19,5 МПа;

R_bt=1,3 МПа;

R_{bt n}=1,95 МПа;

E_b=34,510³ МПа - модуль упругости бетона;

R_bp=28 МПа - прочность бетона к моменту обжатия;

- _b=0,9.

Определение нагрузок на ферму

При определении нагрузок на ферму принимается во внимание, что расстояние между узлами по верхнему поясу (панель фермы) составляет 3 м. Плиты покрытия имеют ширину 3 м, что обеспечивает передачу нагрузки от ребер плиты в узлы верхнего пояса и исключает влияние местного изгиба.

Рассматривается загружение фермы постоянной нагрузкой и снеговой в 2х вариантах:

1) 100% кратковременно действующей снеговой по всему пролету фермы.

2) 30% длительно действующей снеговой по всему пролету фермы.

Вес фермы 170 кН учитывается в виде сосредоточенных грузов, прикладываемых к узлам верхнего пояса.

Таблица 6Нагрузка на покрытие

Нагрузка	Нормативная нагрузка, Н/м2	Коэффициент надежности по нагрузке	Расчетная нагрузка, Н/м2
Постоянная: кровля+ Ж/б ребристые плиты покрытия 3х6 м с учетом заливки швов	1950+50+400+350+150=2900	1,2	3480
Ферма	170/3012=472	1,1	519
Итого	3372		4000
Временная снеговая нагрузка (100%)	1000	1,4	1400
Длительная снеговая (30%)	330	1,4	462

Узловые расчетные нагрузки по верхнему поясу фермы:

- полная:

F₁=gab_n=41230,95=136,8 кН;

- кратковременная снеговая полная (100%):

- F₂=gab_n=1,41230,95=47,9 кН;

- длительная снеговая (30%):

- F₃=gab_n=0,4621230,95=15,7 кН.

Узловые нормативные нагрузки по верхнему поясу фермы:

F_n1=gab_n=3,371230,95=115,3 кН

 F_n2=gab_n=11230,95=34,2 кН;

F_n3=gab_n=0,331230,95=11,3 кН.

Определение усилий в элементах фермы

Ж/б ферма с жесткими узлами представляет собой статически неопределимую систему. На основании опыта проектирования и эксплуатации установлено, что продольные усилия в элементах пояса и решетки фермы слабо зависят от жесткости узлов.

Поэтому, продольные усилия в фермах определяются построением диаграммы Максвелла - Кремоны в узлах.

Рисунок 11 - Диаграмма Максвелла-Кремоны

Изгибающие моменты, возникающие в узлах, несколько снижают трещиностойкость в элементах фермы, что учитывается в расчетах трещиностойкости введением коэффициента _f=1,15.

Усилие в элементах фермы от единичных загружений сведены в таблицу 6.

Таблица 7Усилия в элементах фермы от единичных нагрузок

Элемент	Обозначение стержня по диаграмме	Усилия, кН, в элементах при загружении единичными силами F=1
Верхний пояс В1 В2 В3 В4 В5	II-1 III-2 IV-5 V-6 VI-7	0 -11,3 -12,5 -12,3 -11
Нижний пояс Н1 Н2 Н3 H4 H5	I-1 I-3 I-4 I-7 I-8	+10,2 +12,5 +12,5 +11,5 +11,5
Раскосы Р1 Р2 Р3 Р4	2-3 4-5 6-7 8-9	-1,8 +0,45 -0,78 +0,85
Стойки С1 С2 С3 C4 C5	1-2 3-4 5-6 7-8 9-9'	-1 0 -0,3 0 -1,2

Знаки усилий:

“+” - при растяжении;

“-” - при сжатии.

Усилия от нагрузок получаются умножением единичных усилий на значение узловых нагрузок F. Эти усилия определяются от нормативных и расчетных значений постоянной и снеговой нагрузок.

Результаты сведены в таблицу 7.

Таблица 8 Усилия в элементах фермы

Элемент	От постоянной нагрузки	От кратковременного действия полной снеговой нагрузки	От длительной (30% снеговой нагрузки)	От постоянной и полной снеговой нагрузок	От постоянной длительной (30% снеговой нагрузки)
	норм. Fn1x…	расч. F1x…	норм. Fn2 x…	расч. F2 x…	норм. Fn3 x…	расч. F3 x…	норм. Fn1+Fn2	расч. F1+F2	норм. Fn1+Fn3	расч. F1+F3
В1 В2 В3 В4 В5 Н1 Н2 Н3 Н4 Н5 Р1 Р2 Р3 Р4 С1 С2 С3 С4 С5	0 -1302,9 -1437,5 -1418,2 -1268,3 1164,5 1441,3 1441,3 1326 1326 -207 51,9 -90 98 -115,3 0 -34,6 0 -138,4	0 -1545,8 -1710 -1682 -1504,8 1381,7 1710 1710 1573,2 1573,2 -246,2 61,6 -106,7 116,3 -136,8 0 -41 0 -164,2	0 -386,5 -427,5 -420,7 -376,2 345,4 427,5 427,5 393,3 393,3 -61,6 15,4 -26,7 29,1 -34,2 0 -10,3 0 -41	0 -541,3 -598,8 -589,2 -527 483,8 599 599 550,9 550,9 -86,2 21,6 -37,4 40,7 -47,9 0 -14,4 0 -57,5	0 -127,7 -141,3 -139 -124,3 114,1 141,3 141,3 130 130 -20,3 5,1 -8,8 9,6 -11,3 0 -3,39 0 -13,6	0 -177,4 -196,3 -193 -172,7 158,6 196,3 196,3 180,6 180,6 -28,3 7,1 -12,2 13,4 -15,7 0 -4,7 0 -18,8	0 -1689,4 -1868,8 -1838,9 -1644,5 1510 1868,8 1868,8 149,5 149,5 -269,1 67,3 -116,6 127 -149,5 0 -44,9 0 -179,4	0 -2087 -2308,8 -2259,5 -184,7 1865,5 2305 2305 184,7 184,7 -332,5 83 -144,1 157 -184,7 0 -55,4 0 -221,6	0 -1430.6 -1582,5 -1557,2 -1392,6 1278,7 1528,5 1528,5 1456 1456 -227,9 57 -98,8 107,6 -126,6 0 -38 0 -151,9	0 -1723,3 -152,5 -1875,8 -1677,5 152,5 152,5 152,5 1753,8 1753,8 -274,5 68,6 -119 130 -152,5 0 -45,8 0 -183

Расчет сечений элементов фермы

Комплекс расчетов ж/б фермы содержит расчеты сечений верхнего и нижнего поясов, сжатых и растянутых раскосов по предельным состояниям первой и второй групп на действие усилий от нагрузок, усилия обжатия, усилий, возникающих в процессе монтажа.

В данном проекте рассчитываются сечения поясов и первого растянутого раскоса на действие усилий от нагрузок.

1.1.21 Верхний сжатый пояс

Расчет верхнего пояса ведется по наибольшему усилию (элемент В4):

N=2259,5 кН, в том числе N_l=1875,8 кН.

Определяем ориентировочно требуемую площадь сечения верхнего сжатого пояса:

.

Назначаем размеры сечения верхнего пояса:

b x h=32 x 30 см², с А=960 см², что больше 927,5 см².

Ширина верхнего пояса принята из условия опирания плит покрытия не менее 280 мм.

Случайный начальный эксцентриситет назначается как большее из значений:

(1) е_а= h /30=30/30=1 см;

(2) е_а=l/600=300/600=0,5 см;

где l=300 см - расстояние между узлами фермы.

(3) е_а=1 см.

Принято е₀=е_а=1 см.

При е_а=<1h/8=30/8=3,75 см.

l₀=0,9l=0,9300=270 см.

Наибольшая гибкость сечения равна:

l₀/h=270/30=9>4,

необходимо учесть влияние прогиба элемента на его прочность.

Условная критическая сила:

,

где

;

;

М_1l=М_l+N_l(h₀-a)/2=0+1875,8(0,26-0,04)/2=206,3 кНм; [1, стр.182]

=1 - для тяжелого бетона;[1, табл.VI.2]

=e₀/h=0,01/0,3=0,03 [1, VI.23]

_min=0,5-0,01l_o/h=0,5-0,01270/3-0,010,919,5=0,23 см.

Принято =0,23.

=E_s/E_b=200000/34500=5,8.

При =0,025:

J_s=bh₀(0,5h-a)²=0,0253226(0,530-4)²=2517 см⁴.

Коэффициент:

.

Расстояние:

e=e₀+0,5h-a=11,64+0,530-4=12,64 см.

Граничное значение относительной высоты сжатой зоны бетона при _b=0,9

,[1, II.4]

где =0,85-0,008 R_bb2=0,85-0,00819,50,9=0,7;

_s1=R_s=365 МПа;

Определяем по формулам [1, XVIII.1-XVIII.3]:

.

'=а/h₀=4/26=0,15.

.

Имеем расчетный случай =0,86 > _y=0,57.

Армирование принято симметричным.

По формуле [1, XVIII.4]

Коэффициент армирования:

=211,7/3230=0,024,

что незначительно отличается от ранее принятого =0,025.

Принято 428 А-III с A_s=24,6 см².

Нижний растянутый пояс

Расчет прочности выполнен на расчетное усилие для панели Н2.

Имеется:

- нормативное значение усилия от постоянной и полной снеговой нагрузок:

N_n=1868,8 кН;

- нормативное значение усилия от постоянной и длительной (30% снеговой) нагрузок:

N=1528,5 кН;

- расчетное значение усилия от постоянной и полной снеговой нагрузок:

N_р=2305 кН;

Определяем площадь сечения растянутой напрягаемой арматуры при _s=1,15 - коэффициент безопасности при расчете конструкций по предельным состояниям первой группы для арматуры класса К-7 [1, табл.II.1]

.

Принято 12 канатов 15 К-7 с A_s=21,2 см².

Принято сечение нижнего пояса 32х30 см.

Напрягаемая арматура окаймлена хомутами А-I.

Продольная арматура каркасов из стали класса А-III.

Принято 410 А-III с A_s'=3,14 см².

Суммарный процент армирования:

.

Приведенная площадь сечения:

A_red=A+A_si=3230+21,25,2+3,145,8=1088,5 см²,

где

₁=E_{s К-7}/E_b=1,810⁵/0,34510⁵=5,2,

₂=E_{s A-III}/E_b=210⁵/0,34510⁵=5,8.

Расчет нижнего пояса на трещиностойкость

Элемент относится к 3-й категории.

Принят механический способ натяжения арматуры. Величина предварительного натяжения в арматуре _sp при _sp=0,05_sp[1, стр.110]

_sp+_sp<R_ser,

_sp+0,05_sp<1290 МПа,

_sp=1290/1,05=1230 МПа,

Принято:_sp=1200 МПа.

Определяем потери предварительного напряжения в арматуре при _sp=1.

Первые потери:

а) от релаксации напряжений в арматуре:

.

б) от разницы температур напрягаемой арматуры и натяжных устройств (при t=65 C):

₂=1,25t=1,2565=81,25 МПа.

в) от деформации анкеров (при =2 мм)

.

г) от быстронатекающей ползучести бетона при _bp/R_bp=19/28=0,68< =0,75:

где _bp=P₁/A_red=20750/1088,5=19 МПа, - напряжение обжатия в бетоне на уровне ц.т. напрягаемой арматуры А_s и А_s';

P₁=A_s(_sp-₁-₂-₃)=21,2(1200-125,6-81,25-14,4)=20750 кН - усилие предварительного обжатия с учетом потерь [1, стр.113]

;

=0,85 - коэффициент, учитывающий тепловую обработку.

Первые потери составляют:

_los1=₁+₂+₃+₆=125,6+81,25+14,4+23,1=244,4 МПа.

Вторые потери:

а) от усадки бетона класса В-35, подвергнутого тепловой обработке, при натяжении на упоры:

₈=35 МПа[1, табл.II.8]

б) от ползучести бетона при _bp/R_bp=18,6/28=0,67 < =0,75:

где _bp=P₁/A_red=20259/1088,5=18,6 МПа;

P₁=A_s(_sp-_los1)=21,2(1200-244,4)=20259 кН.

Вторые потери составляют:

_los2=₈+₉=35+84,8=120 МПа.

Полные потери составляют:

_los=_los1+_los2=244,4+120=364 МПа.

Расчетный разброс напряжений при механическом способе натяжения:

,

где _sp=0,05_sp;

n_p=12 шт. (12 канатов 15 К-7)

При _sp=0,03 < 0,1, окончательно принимаем _sp=0,1.

Сила обжатия при _sp=1-_sp=1-0,1=0,9:

P=A_s(_sp-_los)_sp-(₆+₈+₉)A_s'=21,2(1200-364)0,9-(21,1+35+84,8)3,14=

=14912 МПасм²=1491 кН.

Усилие, воспринимаемое сечением при образовании трещин:

N_crc=_i[R_{bt ser}(A+2A_s)+P]=0,85[1290(3230+25,521,2)+1491]=1309611 Н=1310 кН, где _i=0,85 - коэффициент, учитывающий снижение трещиностойкости вследствие жесткости узлов фермы.

Т.к. N_crc=1310 кН < N_n=1868,8 кН, условие трещиностойкости не соблюдается, т.е. необходим расчет на раскрытие трещин.

Проверка ширины раскрытия трещин по формулам [1, VII.51] и [1, VII.65] с коэффициентом, учитывающим влияние жесткости узлов _i=1,15 от суммарного действия постоянной нагрузки и кратковременного действия полной снеговой нагрузки.

Приращение напряжений в растянутой арматуре от полной нагрузки:

,

где P=A_s(_sp-_los)_sp-(₆+₈+₉)A_s'=[21,2(1200-244,4)1-(23,1+35+84,8)3,14](100)=

=1790972 Н=1791 кН.

Приращение напряжений в растянутой арматуре от постоянной и длительной 30% снеговой:

,

следовательно, трещины от действия постоянной и длительной 30% снеговой нагрузки не возникают.

Приращение напряжений в растянутой арматуре от постоянной нагрузки:

,

следовательно, трещины от действия постоянной нагрузки не возникают.

Ширина раскрытия трещин от кратковременного действия полной нагрузки:

, [1,VII.51]

где =1,2 - коэффициент, принимаемый для растянутых элементов;

_l=1 - коэффициент, при учете продолжительного действия постоянных и длительных нагрузок;

;

=1,2 - для стержневой арматуры;

d=15 мм - диаметр арматуры K-7.

Тогда,

a_crc=a_crc1-a_crc2+a_crc3=0,02-0+0=0,02 мм < [0,15 мм].

Расчет растянутого раскоса Р4

Растягивающее усилие в раскосе:

- нормативное значение усилия от постоянной и полной снеговой нагрузок N_n=127 кН;

- нормативное значение усилия от постоянной и длительной (30% снеговой) нагрузок N_{n l}=107,6 кН;

- расчетное значение усилия от постоянной и полной снеговой нагрузок N=157 кН.

Напрягаемая арматура раскоса принята 315 К-7 c A_s=5,3 см² (заводится из нижнего пояса).

Натяжение выполняется на упоры, способ натяжения - механический. Необходимая площадь сечения арматуры из условия прочности сечения:

.

Принятой площади арматуры достаточно.

Назначаем сечение раскоса по опыту расчета нижнего пояса равным 30х28.

Продольная арматура 410 АIII с A_s'=3,14 см².

Приведенная площадь сечения:

A_red=A+A_si=3028+5,35,2+3,145,8=885,5 см².

Расчет раскоса на трещиностойкость:

Первые потери:

а) от релаксации напряжений в арматуре:

.

б) от разницы температур напрягаемой арматуры и натяжных устройств (при t=65 C):

₂=1,25t=1,2565=81,25 МПа.

в) от деформации анкеров (при =2 мм)

.

г) от быстронатекающей ползучести бетона при _bp/R_bp=5,9/28=0,2 < =0,75,

где _bp=P₁/A_red=5187,4/885,5=5,9 МПа, - напряжение обжатия в бетоне на уровне ц.т. напрягаемой арматуры А_s и А_s';

P₁=A_s(_sp-₁-₂-₃)=5,3(1200-125,6-81,25-14,4)=5187,4 кН - усилие предварительного обжатия с учетом потерь [1, стр.113]

;

=0,85 - коэффициент, учитывающий тепловую обработку.

Первые потери составляют:

_los1=₁+₂+₃+₆=125,6+81,25+14,4+7,2=228,4 МПа.

Вторые потери:

а) от усадки бетона класса В-35, подвергнутого тепловой обработке, при натяжении на упоры:

₈=35 МПа[1, табл.II.8]

б) от ползучести бетона при _bp/R_bp=5,8/28=0,2 < =0,75:

где _bp=P₁/A_red=5150/885,5=5,8 МПа;

P₁=A_s(_sp-_los1)=5,3(1200-228,4)=5150 кН.

.

Вторые потери составляют:

_los2=₈+₉=35+25,5=60,5 МПа.

Полные потери составляют:

_los=_los1+_los2=228,4+60,5=289 МПа.

Расчетный разброс напряжений при механическом способе натяжения:

,

где _sp=0,05_sp;

n_p=3 шт. (3 каната 15 К-7)

При _sp=0,03 < 0,1, окончательно принимаем _sp=0,1.

Сила обжатия при _sp=1-_sp=1-0,1=0,9:

P=A_s(_sp-_los)_sp-(₆+₈+₉)A_s'=5,3(1200-289)0,9-(7,2+35+25,5)3,14=

=4133 МПасм²=413 кН.

Усилие, воспринимаемое сечением при образовании трещин:

N_crc=_i[R_{bt ser}(A+2A_s)+P]=0,85[1290(3028+25,55,3)+413]=985337 Н=985 кН,

где _i=0,85 - коэффициент, учитывающий снижение трещиностойкости вследствие жесткости узлов фермы.

Т.к. N_crc=985 кН > N_n=127 кН, условие трещиностойкости соблюдается, расчет на раскрытие трещин не требуется.

5. Раздел технологии строительного процесса

5.1 Работы нулевого цикла

В подготовительный период строительства входит:

освобождение строительной площадки от строений, не используемых в процессе строительства, отселение жильцов, организаций и учреждений,

корчевка пней, кустарников,

очистка, планировка территорий застройки с организацией стока поверхностных вод,

устройство ограждения и дорог,

создание складского хозяйства со строительными материалами и изделиями,

монтаж временных сооружений и механизированных установок (растворо-бетоноузлов, деревообрабатывающих станков и др.),

перенос существующих надземных и подземных инженерных сетей, устройство временных или постоянных источников и сетей водо-энергоснабжения,

создание опорной геодезической сети (высотные реперы, оси здания, красные линии и т.п.), установка обносок зданий, и на трассах прокладываемых трубопроводов,

разбивка земляных сооружений.

После выполнения работ подготовительного цикла приступают к работам “нулевого цикла”, в состав которых входят:

Земляные работы

планировочные работы и снятие растительного слоя,

разработка траншей экскаватором,

выгрузка грунта в отвал;

разработка недобора грунта,

обратная засыпка пазух (после возведения подземной части объекта),

уплотнение грунта.

Работы подземной части

устройство выравнивающего слоя,

устройство монолитных фундаментов под колонны, а также укладка фундаментных блоков;

электросварка закладных частей сборных железобетонных конструкций,

устройство гидроизоляции стен фундамента,

прокладка подземных коммуникаций, водопровода, канализации, теплосети, электроснабжения, телефонных линий с устройством вывода из здания.

Строительный нулевой цикл начинается с выполнения земляных работ: разбивки и рытья траншей для устройства фундаментов, прокладки трубопроводов и кабельной сети, транспортировании грунта (погрузка, перемещение, выгрузка) обратной засыпки и устройства насыпи с уплотнением.

Земляные работы выполняются механизированным способом.

В данном проекте предполагается, что работы по вертикальной планировке строительной площадки выполнены ранее, поэтому расчет баланса грунтовых масс не проводится.

До начала работ по отрывке траншей производится срезка растительного слоя грунта не только в пределах траншей, но и на площади, которая в последующем, после окончания строительства, будет использоваться для благоустройства территории. При разработке траншеи срезка растительного слоя производиться с площади:

S=(A+20)(B+20)=(60+20)(109+20)=10320 м²,

Где A, В - размеры в крайних осях здания.

Общий объем траншей:

,

где F_ср=((3,8+4,9)/2)2,35=10,2 м²- площадь среднего поперечного сечения траншеи;

L=1103+612=452 м - общая длина траншей;

Н₁, Н₂ - глубина траншеи в начале и в конце траншеи м;

m - крутизна откоса

Объем обрезки растительного грунта определяется по формуле:

V_рг=h_ргS=0,210320=2064 м³,

где h_рг - толщина растительного слоя, м;

Объем экскаваторной разработки определяется по формуле:

V_эр=V_тр-V_з=4610,4-534,4=4076 м³,

где V_з=0,5аL=0,53,8452=858,8 м³ - объем зачистки (недобор грунта при экскаваторной разработке).

Разработка недобора грунта при больших размерах траншеи производится механизированным способом - малогабаритным планировщиком. Оставшийся недобор грунта до проектной отметки, в местах установки фундаментов дорабатывается вручную.

Объем подчистки дна траншеи после отрывки экскаватором определяется по формуле:

V₀=F_трh_н=4200,15=63 м³,

где F_тр=(3322+3,63,611+1,51,534)+3=420 м² - площадь дна траншеи, непосредственно в местах установки фундаментных стаканов;

22, 11, 34 - количество фундаментов;

3 м²- прибавка на погрешность;

h_н=0,15 м - толщина недобора грунта.

Объем грунта, подлежащий обратной засыпке в пазухи траншеи в зданиях без подвала, определяется:

,

где V_ф - объем всех фундаментов с гидроизоляцией;

К_ор - коэффициент остаточного разрыхления.

Грунт для обратной засыпки, служащий в дальнейшем основанием под фундаменты оборудования, полы, отмостки, подъездные пути, должен уплотняться. Уплотнять грунт следует при оптимальной влажности, при которой достигается наибольший эффект уплотнения. Уплотнение грунтов насыпей и обратных засыпок выполняется слоями одинаковой толщины. Уплотнение ведется катками и ручными трамбовками до плотности грунта 1,55 т/м³.

Объем уплотнения измеряется площадью уплотнения:

F_упл.=V_оз/h_у=3473,6/0,7=4962,2 м²,

Где h_у - толщина уплотняемого слоя, м.

Таблица 9 Ведомость объемов работ нулевого цикла

№п.п	Наименование работ	Единица измерения	Объем работ	Примечание
1	2	3	4	5
Земляные работы
1.	Планировка поверхности бульдозером	м2	15000
2.	Срезка растительного слоя грунта	м2	10320
3.	Объем срезаемого растительного грунта	м3	2064
4.	Объем разрабатываемых траншей	м3	4610,4
5.	Экскаваторная разработка	м3	4076
6.	Ручная подчистка дна траншей	м3	63
7.	Обратная засыпка грунта в пазухи траншеи	м3	3473,6
8.	Площадь уплотнения	м2	4962,2
9.	Объем уплотнения	м3	4962,20,5м =2481
10.	Разработка грунта экскаватором в отвал	м3	3473,6
11.	Разработка грунта экскаватором с погрузкой в транспорт	м3	602,4
Устройство фундаментов и монтаж колонн
12.	Устройство монолитных фундаментов ФС36х30- 16,9т ФС30х30- 12,6 т ФС15х15- 7,6 т ФС30х35- 27,3 т ФС36х35- 23,6 т	шт. шт. шт. шт. шт.	9 18 34 2 1	СНИП 4.02-91 7-1-7
13.	Устройство фундаментов под внутренние стены	шт.	10
14.	Монтаж колонн, устанавливаемых в стаканы ф-тов КД50х160х1200 - 10,2 т КО50х90х1200 - 9,3 т КФ30х30х1200 - 3,6 т	шт. шт. шт.	9 22 34	СНИП 4.02-91 7-15-15
15.	Заделка стыков колонны и фундамента	кол.-во стыков	65

Выбор способов комплексно-механизированного процесса земляных работ

При комплексной механизации процессы выполняются с помощью комплектов машин, взаимно дополняющих друг друга и увязанных между собой по основным параметрам к расположению в технологической цепи.

Разработка и перемещение грунта осуществляются бульдозерами, экскаваторами, в комплекте с автосамосвалами.

Выбор способа комплексно-механизированного процесса производства земляных работ производится на основе технико-экономического сравнения вариантов различных комплектов машин. [14]

В данном проекте сравнение вариантов проводится по ведущей землеройной машине (экскаватору).

Планировочные работы (перемещение грунтовых масс от насыпи к выемке) и срезка растительного слоя грунта осуществляется бульдозерами.

По заданным размерам строительной площадки грунт необходимо перемещать на расстояние примерно 80-120 м. Поэтому приняты для данного вида работ бульдозеры на базе трактора Т-180.

Сменная производительность бульдозера определяется по формуле:

,

где Т - продолжительность работы трактора в смену, мин.;

q - объем грунта в плотном состоянии, перемещаемого бульдозером за рейс, м³;

- коэффициент, учитывающий потери грунта в процессе перемещения;

К_в - коэффициент использования машин во времени (при перемещении глинистых грунтов);

Т_н - продолжительность набора грунта, мин.;

l_г, l_п - расчетное расстояние перемещения с грузом и порожняком, м;

V_г, V_п - соответственно скорости бульдозера в груженом и порожнем состоянии, м/мин.

Данные взяты из [15]

Требуемый объем перепланированного грунта составляет V_рг=2064 м³.

2064/1843 2 смены.

Принят бульдозер марки ДЗ-25 на базе трактора Т-180.

Для разработки грунта в траншеях выбраны одноковшовые экскаваторы с обратной лопатой.

Тип ковша - с зубьями (для разработки глин).

Емкость ковша - 0,5 м³ при объеме разрабатываемого грунта 4076 м³.

По указанным характеристикам предварительно выбраны 3 типа экскаватора, для дальнейшего выбора из них одного, имеющего наибольшую техническую и экономическую эффективность.

Данные сведены в таблицу

Таблица 10 Технические характеристики экскаваторов

Тип экскаватора	Вид оборудования	Емкость ковша, м3	Глубина копания, м	Радиус копания, м	Высота выгрузки, м	Стоимость машино-смены, Смаш-смен, руб.	Инвентарно-расчетная стоимость машины Си.з тыс.руб.
Э-5015А одноковшовый дизельный на гусеничном ходу	обратная лопата	0,5	4,5	7	3,9	26,2	20,34
Э-3211Б одноковшовый на пневмоколесном ходу	обратная лопата	0,4	5,02	8,2	5,6	18,16	12,2
Э9-3322А одноковшовый на пневмоколесном ходу	обратная лопата	0,4	4,2	7,8	4,8	26,08	20,76

Для оценки эффективности определяются стоимость разработки 1 м² грунта в траншее для каждого типа экскаватора (по ЕНиР, сборник Е2):

,

где 1,08 - коэффициент, учитывающий накладные расходы;

С_{маш-смены} - стоимость машино-смены экскаватора, руб/смену;[14, стр.138] П_см.выр.=V_эр./n_{маш-смены} - сменная выработка экскаваторов, учитывающая разработку грунта навымет и с погрузкой в транспортные средства, V_эр - объем экскаваторной разработки;

n_{маш-смены} - суммарное число машино-смен, принято условно 15.

Для Э-5015А:

П_см.выр.=V_эр./n_{маш-смены}=4076/15=271,7 м³/смену.

.

Для Э-3211Б:

.

Для ЭО-3322А:

.

Определяются удельные капитальные вложения на разработку 1 м³ грунта для каждого типа экскаватора:

,

где С_оп - инвентарно-расчетная стоимость экскаватора, тыс.руб; [14, стр.138.]

t_год - нормативное число смен экскаватора в год, ориентировочно принято 350 смен.

Для Э-5015А:

Для Э-3211Б:

Для ЭО-3322А:

Окончательный вариант подбора экскаватора производят на основе сопоставления удельных приведенных затрат на разработку 1 м³ грунта:

П_уд=С+Е_нК_уд,

Где Е_н - нормативный коэффициент эффективности капитальных вложений, равный 0,15.

Для Э-5015А:

П_уд=С+Е_нК_уд=0,09+0,150,21=0,12 руб.

Для Э-3211Б:

П_уд=С+Е_нК_уд=0,067+0,150,13=0,09 руб.

Для ЭО-3322А:

П_уд=С+Е_нК_уд=0,1+0,150,22=0,13 руб.

Принят экскаватор Э-3211Б, одноковшовый, на пневмоколесном ходу, с обратной лопатой, емкостью ковша 0,4 м³.

Эксплуатационная производительность экскаватора:

П_э=(Т60/n)qK_еK_в=(860/2)0,40,950,95=86,6 м³/смену,

где Т - продолжительность смены, ч;

q - объем ковша м³;

n - продолжительность одного цикла, мин; [15]

K_е - коэффициент использования объема ковша;

K_в - коэффициент использования времени смены;

Т60/n - количество циклов в смену.

Следовательно, для разработки экскаватором 4076 м³ грунта требуется:

4076/276,5=47 смен.

Уплотнение грунтов производят для повышения осадки и увеличения водонепроницаемости земляного сооружения. Уплотнение грунтов насыпей и обратных засыпок выполняют слоями одинаковой толщины.

Работы по уплотнению в траншеях ведут в два этапа: I - уплотнение грунта между фундаментами колонн, II - над фундаментами колонн.

Для производства работ используются самоходные катки с гладкими вальцами (для связных грунтов), а также в местах труднодоступных для прохождения машин и механизмов уплотнение ведется вручную.

Сменная производительность катков определяется по формуле:

,

где В - ширина полосы уплотнения, м;

в - ширина перекрытия смежных полос, м;

v - средняя рабочая скорость движения км/час;

h - толщина эффективного слоя уплотнения, м;

m - число проходок по одному месту, [таблица V.5, 16]

К_в - коэффициент использования по времени, 0,8;

Данные взяты из [16]

Число смен на уплотнение грунта: 2481/853=2,9 3 смены.

Средств водоотлива и искусственного понижения грунтовых вод по данному заданию проекта не требуется, т.к. уровень грунтовых вод находится значительно ниже подошвы фундамента.

Разработка технологической схемы производства работ с расчетом рабочих параметров забоя

При разработке технологической схемы производства работ необходимо правильно организовать рабочие места землеройных машин, т.е. рабочее место машины изображается для всех характерных участков траншеи. В графической части проекта вычерчиваются план забоя, продольный и поперечный разрезы с указанием положения экскаватора, радиуса резания, глубина резания, угол поворота экскаватора, радиус выгрузки, высота погрузки, расположения транспортных средств, путей движения транспорта.

Разработка траншей ведется в одну проходку и в один ярус боковым забоем.

Данный вид разработки выбран как наиболее целесообразный, т.к. глубина разрабатываемой траншеи относительно невелика (2,2 м) и нет необходимости спуска экскаватора ниже уровня земли. При этом ось движения экскаватора будет находиться на следующем расстоянии от оси траншеи:

с=4,7+3,8/2+1 м=7,6 м 8 м.

Высота и ширина отвала при угле естественного откоса =45.